DG水电站表孔溢流面及宽尾墩设计试验研究

2022-03-06张叶林朱瑞晨吴世勇吴时强白音包力皋

水电与新能源 2022年2期

张叶林，朱瑞晨，吴世勇，吴时强，白音包力皋

(1. 中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江杭州 311122；2.南京水利科学研究院，江苏南京 210029； 3. 中国水利水电科学研究院，北京 100000)

对应常态混凝土重力坝而言，不存在以简化溢流面施工为主要目的台阶溢流面，通常采用的底流消能方式为Y型宽尾墩+光滑溢流面+消力池(戽)的方式，例如国内的五强溪、安康等常态混凝土重力坝。然而，从Y型宽尾墩+光滑溢流面的实际运行情况来看，特别是下游低水位而单孔开度较大的情况下，Y 型宽尾墩所形成的挑射水流对消力池底板产生了较大的冲击和脉动压力，对底板的安全运行构成了一定的隐患[1-2]，需要通过泄洪调度试验明确各闸孔的开启运行规则，严格控制‘低水位大开度’的不利运行工况。常态混凝土的光滑溢流面若采用X型宽尾墩，在没有了台阶溢流面的阻滞消能作用下，下部开口水舌会形成动水垫附壁效应[3]，虽然可以更加有效减小消力池底板的冲击和脉动压力，但会带来消力池底板的流速较高且小流量下的消能效果较差的问题。而在常态混凝土坝上采用台阶溢流面与最初在碾压混凝土坝上以简化溢流面施工为主要目的思路不符，且与下游光滑溢流面采用滑模施工的工艺对比而言可能还增加了混凝土分仓和立模的施工难度，所以目前鲜有常态混凝土坝采用台阶溢流面的实际案例。

对应碾压混凝土重力坝而言，采用台阶溢流面的初衷并不是通过台阶来刻意改变宽尾墩与消力池(戽)联合消能的水力特性，而是根据碾压混凝土分层高度和通仓碾压的施工特点，以简化溢流面施工程序和节省工程投资为主要目的。采用台阶溢流面后，台阶溢流面可以有效消减掠过台阶溢流面的水流流速，配合宽尾墩构成的突扩和底部小挑坎的掺气设施，可以改善和强化溢流面的掺气条件，具有可靠的减蚀效果。目前Y型和X型宽尾墩+台阶溢流面的组合方式在我国大朝山、索风营、思林、功果桥等众多碾压混凝土坝中得到了很好的应用和发展[4-5]。而采用X型宽尾墩后，不仅能够保持Y型宽尾墩收缩射流的优势，同时也增加了台阶溢流面的过流面积，小流量时可以充分发挥台阶溢流面的消能作用，弥补了Y型宽尾墩的不利工况；大流量时，部分水流经底部开口区通过台阶面消能，在消力池内形成一定厚度的动水垫层，不仅对上部宽尾墩纵向拉开水舌有顶托作用，减轻消力池底板所承受的冲击压力，还可减小宽尾墩过流时台阶坝面出现的负压，避免水流集中对台阶坝面的冲蚀作用[6-8]。

虽然台阶面溢流面有上述的优点，但是对于坝高不高且下游淹没度较高的情况，特别是下游水位高于宽尾墩出口高程的情况下，宽尾墩下部水舌不能形成很好的掺气空腔保证掺气浓度，且水舌入水后受水下部分台阶溢流面的阻滞消能作用将大为减弱，这样就失去了台阶消能和掺气保护的设计构想，进而还可能会带来台阶溢流面空蚀破坏的风险，因而，这种情况下的碾压混凝土坝采用光滑溢流面可能更加合适。同时，对应坝高较高的碾压混凝土坝而言，水流在入消力池前的流速会达到较高的量级，采用台阶溢流面可能存在较大的不确定性和风险，因而采用光滑溢流面结合多级掺气减蚀措施反而是更为合适的方案。

本文主要是在参考前人对宽尾墩和台阶溢流面一体化消能工研究成果的基础上，根据西藏DG水电站表孔各个阶段泄洪消能结构的设计进度，结合水工模型试验研究，对比分析了两种溢流面、两种墩型的水力特性和差异，为工程设计提供参考和支撑。

1 工程概况

1.1 项目概况

枢纽大坝为混凝土重力坝，坝顶高程3 451.00 m，最大坝高117 m，泄洪建筑物有5个表孔(14.0 m×21.5 m)和1个底孔(5 m×8 m)，表孔采用‘宽尾墩+消力戽’的联合消能方式，底孔采用挑流消能方式。消能、设计和校核工况对应的下泄流量为10 300、13 600 m3/s和17 000 m3/s，表孔溢流面总宽度90 m，堰顶高程3 425.50 m，对应的入池单宽流量分别为101.1、137.8 m3/s·m和175.5 m3/s·m，戽池底板高程3 350.00 m，下游水深为33.0、36.1 m和38.8 m，对应的二元淹没度分别为1.24、1.10和1.16，略小于岩滩工程经验推荐的戽流消能的淹没度应大于或等于1.2。

1.2 模型概况

可研阶段的整体水工模型采用正态模型，模型比尺1∶60，按照重力相似准则设计确定相关物理量比尺。为保证试验段流态不受模型边界影响，模型模拟范围确定为上游河道(水库)至坝轴线上游700 m处，高程低于3 451.0 m的地形，下游河道至坝轴线1 300 m处，高程低于3 390.0 m的地形，坝下0+290 m到桩号坝下0+670 m之间380 m范围内河床做成动床，整个模型平面尺度约37.0 m×6.0 m(长×宽)。

招标技施阶段的表孔单体水工模型采用正态模型，采用2个边表孔及1个中表孔进行模拟，模型比尺1∶40，溢流表孔模型从进水口至戽池下游护坦末端全部采用有机玻璃按设计图纸加工制作，护坦末端约100 m长的河道采用水泥、砖石制作。模型进水口安装在2.5 m×2.5 m的水箱上，水箱下部接供水管路，最大供水能力约1.2 m3/s。

两个阶段的水工模型试验主要研究了消能、设计和校核工况下的水力特性参数，主要是结合河床及两岸基岩抗冲能力较好的条件，在维持底板高程不变不增加开挖量的前提下采用消力戽池的型式，对应着重研究表孔光滑、台阶溢流面和Y型、X型宽尾墩的体型及水力特性，以满足工程泄洪消能要求。

2 光滑溢流面下的Y型、X型宽尾墩

2.1 体型参数对比

在采用光滑溢流面的同等条件下，对Y型和X型宽尾墩的收缩率、收缩角、切口高度、前后位置和边孔是否对称等影响因素进行反复优化，着重从水舌出流形态、戽池内流态、底板压力分布等水力参数进行评判，经过详细的体型对比研究，选出了Y型宽尾墩和X型宽尾墩的代表体型进行模型试验比较。宽尾墩代表对比体型如图1所示。

图1 Y型宽尾墩和X型宽尾墩代表体型详图(单位：m)

2.2 流态、水面线对比

Y型宽尾墩出墩水舌呈现竖‘1’字水舌形态，水舌较为稳定，上部水翅较少。X型宽尾墩出墩水舌呈现‘工’字型水舌形态，水舌中下部稳定性较好，上部水舌在特定的临界水位下存在水翅。两种墩型下的消力戽池内三元水跃流态明显，水体混掺剧烈，掺气充分、呈絮白色状态，出戽掺气水流在尾坎下游150～250 m处逐渐耗散，与下游水体平顺连接。由流态对比结果看，两种墩型都呈现了各自的水舌形态和流态特点，都能满足泄洪消能要求，Y型宽尾墩水舌稳定性较好。同时，由于采用了光滑溢流面，小流量情况下的X型宽尾墩下部水舌呈现了一定的附壁特性，未能充分掺混，因而在消力戽池尾坎处水面线略有上鼓的现象。

2.3 压力、流速分布对比

各工况下，Y型和X型宽尾墩溢流面压力和消力戽池底板压力的变化规律大致相同，水流入池处的冲击压力在消力戽池前部较高，而后在消力戽池的中部压力变缓，在消力戽池的尾坎处又略为上升。Y型、X型宽尾墩的坝面测点压力最大值分别为48.36×9.81 kPa和41.48×9.81 kPa，Y型宽尾墩的冲击高压区域峰值比X型宽尾墩的峰值要大，且分布范围也要大一些，冲击压力主要是由收缩束窄的上部水舌造成，相对于Y型宽尾墩，X型宽尾墩除了收缩比较小外，下部开口的水舌起到了很好的动水垫[6]作用，改善了冲击区的最大压力，压力分布相对Y型宽尾墩也均匀很多。

从脉动压力的数据上看，也呈现压力分布的类似规律，同一工况下，反弧段末端和消力戽池头部区域内动水作用相对较明显，该区域内测点出现脉动压力最大值，随着泄流量下降，反弧段末端及消力戽池头部脉动压力均方根值逐渐减小。Y型宽尾墩推荐方案测量最大脉动压力均方根值为6.71×9.81 kPa，X型宽尾墩对应测点脉动压力均方根值均有大幅减小，最大值为4.26×9.81 kPa，两种体型的优势频率区域都为0～5 Hz。

从流速分布上看，Y型和X型宽尾墩呈现类似分布规律，消力戽池尾坎处底部流速大(约5～12 m/s)，面部流速小(约1～5 m/s)，海漫段流速分布与尾坎处的流速分布相反，面流速大(约3～9 m/s)，底流速小(约1～4 m/s)，下游河床段水流纵横向扩散，逐渐调整均匀，与下游河道平顺连接。X型宽尾墩尾坎处断面平均流速约为4.63～6.77 m/s，大于Y型宽尾墩的断面平均流速3.96～5.52 m/s；同时，受尾坎的作用，两种体型出坎水流都有一定的涌动现象，X型的涌动现象也大于Y型宽尾墩，进一步验证了在光滑溢流面的条件下X型宽尾墩下部开口水舌的动水垫作用和附壁效应。

现代地震危险性评估通过结合震源的完全分布和它们发生的概率来计算一个地区内预期地震的震动强度水平。利用地震波衰减模型来确定地震动（例如，Boore et al，1997），这些模型量化震动强度如何随离开断层的距离而衰减。这种关系的本质是正在研究的重点，与委员会报告中记述的影响震动强度的其他参数，如当地土壤条件的影响和路径效应，包括盆地内地震能量的放大和陷落等均同等重要。

3 X型宽尾墩下的光滑、台阶溢流面

结合X型宽尾墩和台阶溢流面的特点，在可研阶段对X型宽尾墩+台阶溢流面的方案也进行了试验研究，并与X型宽尾墩+光滑溢流面进行了相应的对比，台阶尺寸1.2 m×0.9 m。为了保证台阶溢流面的掺气效果，在X型宽尾墩出口处设置了小挑坎，与第一级台阶面形成了2.4 m高的掺气空腔，出墩水舌在挑出多级台阶后才与台阶面接触，确保掺气效果。同时，由于X型宽尾墩下部水舌的顶托作用，消力戽池前段的冲击压力相对于光滑溢流面有一定程度的降低，因而采用X型宽尾墩+台阶溢流面后将反弧半径由光滑溢流面的33 m调整为15 m。溢流坝段体型剖面如图2所示。

图2 X型宽尾墩+台阶溢流面+消力戽池溢流坝段剖面(单位：m)

从流态上看，台阶溢流面在小流量情况下消能效果明显优于光滑溢流面，台阶面起到了很好的消能作用，X型宽尾墩下部水舌掺气充分。而大流量情况下，采用台阶溢流面后的消力戽池内水体相比光滑溢流面的掺气量有一定的提升，水面更加稳定，光滑溢流面下尾坎处的水面线上鼓现象也基本消失。这也说明了台阶溢流面对于X型宽尾墩下部水舌的阻滞消能作用，改善了光滑溢流面情况下X型宽尾墩下部水舌的附壁效应。

从压力上看，台阶溢流面与光滑溢流面的消力戽池内压力分布呈现类似规律，冲击区域都位于反弧末端，台阶溢流面时消力戽池底板最大时均压力值和最大脉动压力均方根分别为43.77×9.81 kPa和5.44×9.81 kPa，大于光滑溢流面情况下的41.48×9.81 kPa和4.26×9.81 kPa，这也进一步论证了台阶溢流面对于X型宽尾墩下部开口水舌的阻滞消能作用，削弱了水舌的动水垫作用和附壁效应。台阶溢流面与光滑溢流面尾坎和海漫处的流速分布规律基本一致，无明显差异。

4 台阶溢流面+X型宽尾墩大比尺模型试验

从大朝山的常规模型试验和减压模型试验对比上看[9]，常规模型试验测得的台阶溢流面掺气浓度较高，可以有效控制空化空蚀的发生，但是减压试验的空化噪声测试分析结果却表明会发生空化，台阶溢流面可能会发生空蚀破坏。两种试验结果出现矛盾的主要原因是减压试验情况下，相似真空度高达95%，无法正常通入空气，水流挟带空气能力减小，致使水流掺气量难以达到大于饱和含气量的要求，发生空化成为必然。因而，减压模型试验空化测试结果不能反映原型台阶溢流面的真实情况，且台阶溢流面的掺气减蚀效果也很难从减压试验中得到论证。

在可研阶段，由于模型比尺较小，对台阶溢流面+X型宽尾墩(体型见图2)出口小挑坎的掺气空腔形态观测不够清晰，且未对台阶溢流面的流速分布、压力分布、掺气浓度进行详细的测量，不能够有效分析台阶溢流面的空化空蚀特性，同时在减压模型试验不适用于分析台阶溢流面空化空蚀特性的情况下，通过大比尺模型试验对水流流态、掺气条件和掺气浓度的认真研究仍然是较为可靠的方法。

4.1 流速压力及空化数

从压力分布上看，水平台阶面均为正压，且压力不大，部分台阶立面存在负压，负压值也基本在-20.0 kPa以内。底板压力和可研阶段的趋势类似，数值上略有差异，最大时均压力值为43.62×9.81 kPa，最大脉动压力均方根值为6.47×9.81 kPa。

根据流速和压力数据，计算了台阶溢流面的空化数，水流空化数在0.20～2.28之间，台阶面空化数较低部位主要发生在中部第13台阶附近立面存在负压区域，最小空化数仅0.2，但仍然小于一般判断可能发生空化的初生空化数。一般情况下，水流空化数小于0.3时就容易发生空化水流，像台阶溢流面这样的复杂流态如果不考虑掺气减蚀因素，第7-18台阶面发生空化空蚀的可能性较大。

4.2 掺气空腔及掺气浓度

从掺气空腔上看，X宽尾墩末端底空腔及侧空腔联通状况良好，掺气空腔稳定，掺气空腔长度约为第一至第六台阶之间的长度，基本满足台阶式溢流堰底部掺气空腔6～8个台阶掺气空腔长度的掺气减蚀要求。

从掺气浓度上看，台阶面掺气浓度呈现了沿程降低的规律，上部平均掺气浓度在50.0%以上，末端平均掺气浓度也基本在6.0%以上，戽池底板平均掺气浓度相对台阶面也有所降低，平均掺气浓度也在2.5%～8.0%之间。对比大朝山、索风营等类似工程模型试验、原型观测的掺气浓度研究成果，由于掺气浓度的缩尺效应，原型实际掺气浓度远大于模型测量值，且一般认为掺气浓度大于3%～4%的情况下就能起到很好的掺气减蚀作用，掺气浓度大于8%时就可以有效防止空蚀破坏[10-11]。因此DG水电站溢流表孔台阶面和戽池底板的掺气浓度基本都在7%和3%以上，能起到保护台阶面和戽池底板避免空蚀破坏的作用。

同时，高海拔低气压地区对掺气浓度的影响是需要继续关注的问题。根据大朝山原型观测掺气浓度试验[9-10]，原型观测台阶溢流面的30%～50%掺气浓度远大于模型试验的20%，掺气浓度存在较大的安全裕度。